戦−35 深礎基礎等の部分係数設計法に関する研究

戦−35 深礎基礎等の部分係数設計法に関する研究

研究予算: 運営費交付金(道路勘定) 研究期間: 平

20～平 24

担当チーム: CAESAR 橋梁構造研究グループ 研究担当者: 中谷昌一、白戸真大、河野哲也

【要旨】

平成

14

¹⁾

CAESAR

ついて信頼性に基づく部分係数を用いた照査式を開発するものである。

20

21

キーワード

:

1.

わが国の道路橋の設計基準である道路橋示方書は、平 成

14

(

H14

¹⁾

)

構造物に期待されている機能を踏まえ、構造物や部位･

部材等の構造要素について確保されるべき性能など設計 の意図が明示され、それに対して部位・部材の限界状態 を設定し、照査することを求めるという性能照査型への 移行に踏み出した。次期改定では、より一層の性能規定 化を推進するために、照査において、従来経験的に用い られてきた安全率に替わりデータと信頼性に基づく部分 係数を用いた照査を導入するものとしている。既設道路 橋の中でも使用実績の多い直接基礎･杭基礎の照査に関 わる部分係数の検討は別課題にて一昨年度まで概ね完了 し

²⁾

本研究は、直接基礎・杭基礎に引続き、近年、道路橋基 礎に用いられる基礎形式として採用割合が増加している 深礎基礎橋台の設計法を整備するとともに、深礎基礎及 び柱状体基礎に対して、信頼性に基づく部分係数型の照 査式を開発するものである。

ケーソン基礎、鋼管矢板基礎、地中連続壁基礎はいず れも深い基礎に分類されるものであるが、施工法が異な るので、基礎形式ごとに個別に設計法が開発されてきた。

それでも、平成 8 年の道路橋示方書

³⁾

柱状体基礎として、レベル 2 地震時における設計につい ては、ある程度体系化に向けた取り組みがなされてきた。

本研究では、直接基礎や杭基礎との設計法の連続性の確 保、常時・レベル 1 地震時も含めた設計法の体系化を行 っている。本年度は、鉛直支持、沈下の照査について次 の

3

2.

2.1 鉛直支持に対する照査の現状と課題

基礎の限界状態は、上部構造をどのような状態・反力 特性で支持するのかという条件の中で、極限に対して大 きな余裕があること、弾性限界に達しないこと、そして 基礎の変位が上部構造に悪影響を与えないことを照査し ている。鉛直支持の照査に着目すると、照査の意図する ところは基礎形式によらず同じであり、支持に対して十 分に安全であること、過大な沈下が生じないことにある。

支持層が岩盤の場合は、岩の地盤定数と支持力推定の不 確実性を踏まえ最大強度点に対し安全性を担保しておけ

ば、一般に沈下に対して問題になることは無い。一方、

砂・砂礫・粘土の場合は、上部構造に影響を与えるよう な過大な沈下および不同沈下を避けた場合には、支持力 に対する安全性が問題になることは無い。表

-1

H14

地中連続壁基礎では砂、砂れき、粘土を支持層とした場 合の沈下の照査が明確でない。

岩盤上の基礎については、極限支持力に対して十分安 全である場合には変位については問題にならないと考え る。しかし、極限支持力は、亀裂・割れ目等により左右 され、剛塑性理論を用いて極限支持力を計算するために は、理論式に入力する地盤定数の評価に亀裂や割れ目等 の影響を考慮するための地盤調査法は必ずしも確立され ておらず不確定な要素が多い。すべり面の形状やすべり 面に沿って発揮される平均的な強度の推定の不確実性が 想定しているよりも大きい場合も考えられる。この問題 に対して、例えば

H14

深礎基礎は良質な岩盤に支持させる基礎である。

H14

試験等による経験的な評価も踏まえ、岩盤に支持力推定 式を適用することの不確実性に対して適切な安全余裕を 担保できるように照査法を検討する必要がある。

また、岩盤を支持層とするケーソン基礎、場所打ち杭、

地中連続壁基礎の鉛直支持力の照査は、現行道示におい て明確な規定はない。場所打ち杭やケーソン基礎は、こ れまでの実績のうち約

30％が軟岩や硬岩を支持層とす

⁵⁾

⁶⁾

²

_u

_u

²

砂、砂れき、粘土を支持層とする基礎については、支 持力に対する安全性を担保することで、上部構造に影響 を与えるような過大な沈下および不同沈下が問題になる ことは無い。直接基礎やケーソン基礎では、極限支持力 に対して必要な安全率を得ることと沈下を抑制すること の関係付けはないが、最大地盤反力度の上限値を定める ことで、沈下に対し安定性を確保している。また、杭基 礎については、極限支持力の定義を杭頭部の沈下量と関 連づけて定義した上で、それを安全率で除した許容支持 力を上限として杭頭反力が一定の値を下回るように制限 することで長期にも沈下量が過大にならないことを多数 の載荷試験結果をもとに確認している。地中連続壁基礎

岩盤を支持層とする場合の照査 砂・砂礫・硬質粘土を支持層とする場合 課題

直接基礎

照査①：基礎底面の鉛直反力≦許容鉛直支持力 　　　　　　（静力学公式による理論値）

照査②：基礎底面の地盤反力度≦地盤反力度の上限値 　　　　　　（平板載荷試験より求めた経験値）

照査①：基礎底面の鉛直反力≦許容鉛直支持力 　　　　　　（静力学公式による理論値）

照査②：基礎底面の地盤反力度≦地盤反力度の上限値 　　　　　　（平板載荷試験より求めた経験値）

-

深礎基礎 -

(深礎基礎自体の規定がない) -

・岩における支持力評価の 　不確実性を担保した照査 　を規定することが必要。

ケーソン基礎 規定なし

（※既往実績のうち約30％が岩盤を支持層としている。）

照査①：基礎底面の鉛直反力≦許容鉛直支持力 　　　　　　（静力学公式による理論値）

照査②：基礎底面の地盤反力度≦地盤反力度の上限値 （平板載荷試験より求めた 経験値に有効根入れを考慮）

・岩における支持力評価の 　不確実性を担保した照査 　を規定することが必要。

地中連続壁

基礎 規定なし 照査①：杭鉛直反力度≦許容支持力度

　　　　　　　（経験値）

・岩における支持力評価の 　不確実性を担保した照査 　を規定することが必要。

・基礎の沈下を抑制すること 　が関連づけられた照査と なっているか検証が必要。

場所打ち杭 基礎

規定なし

（※既往実績のうち約30％が岩盤を支持層としている。）

照査①：杭鉛直反力≦許容支持力

　　　　　　　　　（杭の載荷試験結果に基づき、沈下と 　　　　　　　　　関連付けた許容支持力が規定されている）

・岩における支持力評価の 　不確実性を担保した照査 　を規定することが必要。

岩の地盤定数と支持力推定の不確実性を担保して最大強

度点に対する照査をする。 過大な沈下および不同沈下を避ける

照査の意図 照

査 項 目

表

-1現行設計における各基礎の鉛直支持の照査方法

の鉛直支持の照査は、施工法や支持機構が同じである場 所打ち杭を参考にしてきた経緯がある。しかし、極限に 対して安全率を確保することと基礎の沈下を抑制するこ ととが関連づけられた照査となっていない。

2.2. 岩盤を支持層とする深い基礎の鉛直支持に対する

2.2.1

岩盤の支持力特性を文献

4 )

P y

P u

q u

b

E d

P y

（平板載荷による降伏支持力）→

P u

-1

平板載荷試験より得られる極限支持力

P u

q u

5

95

5

一軸圧縮強度が

30MN/m ²

2.2.2

深い基礎の場合、基礎の支持地盤は、比較的大きな土被 り荷重により拘束され、応力開放されない状態にあるため、

潜在的なきれつ、節理の影響を受けにくい状況にある。こ のため、極限支持力度の平均値を用い、一軸圧縮強度を区 分とした極限支持力度を定め、常時は、長期荷重に対して 地盤の弾性範囲内を保障する値として極限支持力度の

1/3

1

P u

y

P y =0.6 P u

まえ、

P y =0.6 P u

限界点の目安とすることとした。

表

-2，3

-2

2.2.2

た常時およびレベル

1

q u

q u

^{4 )}

岩を支持層とする深い基礎について、地質調査や載荷試 験より得られたデータに基づき岩級や岩種によらず一定 の信頼性を考慮し、統一的な照査指標が提案できた。

図

-1

表-2地盤反力度の上限値の設定（常時）

表

-3

岩級区分 一軸圧縮強度 q_u(MN/m²)

極限支持力度 P_u(kN/m²)

提案値＝P_u/3 (kN/m²) 参考

B CH

10～30 CM

5～10 CL

1～5 6,000 2,000 D

軟岩

7,500 2,500

硬岩 30～ 9,000 3,000

岩級区分 一軸圧縮強度 qu(MN/m²)

極限支持力度 Pu(kN/m²)

提案値

＝P_u×0.63 (kN/m²)

参考 B CH

10～30 CM

5～10 CL

1～5 6,000 3,600 D

硬岩 30～ 9,000 5,400

軟岩

7,500 4,500

図-2 岩の一軸圧縮強度と極限支持力度の関係

2.3. 地中連続壁基礎の沈下に対する照査法の提案 2.3.1

柱状体基礎は、一本の柱状体として挙動する。一本の 杭と異なり幅広の剛体に近い構造であることから、偏 心・傾斜荷重を受けると基礎底面で回転変位が生じ、基 礎底面に分布する地盤反力度は均等にはならない。回転 変位が大きくなると一部で浮上りが生じ、局部的に地盤 が塑性化することで不同沈下を引起す要因となる。

H14

ケーソン基礎と同様に基礎底面での地盤反力度の上限値 による規定を設けることを提案する。

本来、橋における基礎の性能は，上部構造からの荷重 を支持し，必要な反力及び剛性を与えるものであり、基 礎頭部の沈下が重要である。杭基礎の場合には，沈下量 は杭体の杭軸方向の変形と底面地盤の変形量の和で表し、

杭頭部の反力が許容支持力を下回ることを照査している。

しかし、地中連続壁基礎を含め、剛体に近い柱状体基礎 は杭基礎に比べ非常に剛性が大きく、基礎本体の軸方向 変形量は小さいと考えられるので、基礎底面での最大地 盤反力度に対し上限値を規定することで沈下の照査とす ることとした。

2.3.2

過去に行われた実大規模の載荷試験結果に基づき、

Weibull

じる沈下量について定量的な評価を試みる。これまで、

杭基礎については、多数の載荷試験結果に基づいた検証 が行われ、杭の鉛直載荷試験結果から得られる荷重沈下

関係は

Weibull

Weibull

る（極限荷重の

0.6

10

⁷⁾

0.3%

1.7

1

0.3cm

1.7cm

1.5

0.45cm

2.5cm

-4

分析に用いた壁基礎の載荷試験のデータ数を示す。地中 連続壁基礎の載荷試験は、いずれも壁式基礎を対象に実 施したものである。用いる試験データは、載荷荷重・変 位、基礎寸法および地盤条件等の基本情報が整っており、

載荷荷重不足のために近似精度が不十分であると考えら れるデータを排除するため実測値が

Weibull

1.2

載荷試験で得られた基礎底面の地盤反力度と変位の関係 を分析する。連壁の沈下量は壁厚で正規化する。図

-3

50

30

≦N＜50の場合、

30

N

-4

H14

N

30

N

表

-4

(a) N 値 50 以上

(b)30 ≦ N 値 ＜ 50

(c) N 値 30 未満

図-

3

図-4 基礎底面の荷重変位関係の概念図

2.3.2

載荷試験結果を

Weibull

-5

10%

10

また、図

-6

63％程度）での沈下量

50

N

D

3.56

砂・砂れき（

30

N

50

2.58

極限荷重を安全率

3

50

N

1.34

30

N

50

0.90

1.5m

3

50

N

2.0cm

30

N

50

1.5cm

3

図-

5

図-6 各荷重レベルにおける沈下量の頻度分布

2.3.3

図-7 に載荷試験より得られた沈下量が基礎幅の

10％

基礎先端の支持層の Ｎ値が30 以上の硬質な層

基礎先端の支持層の Ｎ値が30 未満の緩い層

→ 周面摩擦が卓越する 荷重

沈下量 場所打ち杭 地中連続壁基礎

砂れき層及び砂層（30≦N＜50） 9 1

砂れき層及び砂層（50≦N） 9 5

硬質粘土層 3 0

に達した時の基礎底面の極限支持力度を示す。場所打ち 杭基礎と地中連続壁基礎で極限支持力度に大きな差はな く、スライム処理等の影響も踏まえ

N

50

3

-8

0.7％程度となる。

図-7 載荷試験より得られた極限支持力度と

N

図-

8

表

-5 最大地盤反力度の上限値の提案値

2.3.4

H14

u

400kN/m ²

1,200 kN/m ²

まえ、3ケースと限られたデータではあるが、載荷試験

より得られた極限支持力度が

1,200 kN/m ²

-9

-6

63

3

3

D

1.2％

程度（仮に壁厚

1.5m

2.5cm

3

q u

図-9 載荷試験より得られた極限支持力度と

N

-6

表

-7 最大地盤反力度の上限値の提案値

3.

基礎底面から基礎最小幅の3倍の深さの間に粘性土層 が存在し、基礎から分散される荷重の影響で正規圧密領 域に達する場合には、圧密沈下の影響を考慮した橋の設 計が必要である。しかし、供用後も沈下の影響を観測し 続け、適切な対策を採りながら供用を行なうということ は、橋梁の維持管理に対する負担を著しく増大させるこ とから避けるべきである。したがって、基礎底面より下

地盤の種類 最大地盤反力度(kN/m²) 砂れき層及び砂層

（30≦N＜50） 1,000

良質な砂れき層及び

砂層（50≦N） 1,600

地盤の種類 最大地盤反力度(kN/m²)

硬質粘土層 qu

case1 case2 case3 平均 壁厚1.5ｍの場合

2.48 1.37 qd×0.33の沈下量(%)

3.01 5.58 2.60 qd×0.63の沈下量(%)

3.01 1.20

5.5ｃｍ 2.5ｃｍ

1.20

にある粘性土層の圧密沈下の影響を受けない深度に達す るまで基礎を深く根入れすることが望ましい。そこで、

正規圧密が発生しないことを照査するための手法を検討 した。

3.1.

当該土層に作用する鉛直応力が、当該土層の圧密降伏 応力より判断する過圧密応力に達しなければよい。そこ で式

(1)

図

-10

ここで、

q cmax

² )、σ vc

(kN/m ² )

p c

力

(kN/m ² )

3.2.

圧密が問題になるのは、特に海成粘土であることが多 い。そこで、海成粘性土層の圧密降伏応力の分布とばら つきについて調べ文献

8)

-8

8)

_c

そこで、圧密降伏応力の変動係数は V=0.15 とした。また、

局所的に弱い箇所が圧密沈下を誘発させる恐れがあるた

め、圧密降伏応力 p

_c

q cmax

_T

現行の道示における基礎の照査は、複雑な地盤特性や 設計計算で考慮されない想定外の事象などのさまざまな 不確実性の要因が経験的に考慮された安全率 n で抵抗 値を除したものを荷重値と比較（ Q ≦ 1/n×R ）する ことにより、照査が行われる。抵抗係数Φは信頼性に基 づき決定した値であるということが 1/n とは決定的に異 なるが、仮に現行道示におけるネガティブフリクション の照査において許容支持力を求める際の安全係数 n=1.5 の逆数と本研究で得られた抵抗係数を比較すると 1/n

=1/1.5≒0.66、Φ=0.65 となり同程度であることが分か る。

表

-8

⁸⁾

深度(m) 平均N 値 圧密降伏応力pc

(kN/m²) 変動係数V

3.00-3.85 24 18 0.303

7.00-7.85 20 40 0.143

11.00-11.85 21 63 0.134 15.00-15.85 20 86 0.103 19.00-19.70 21 107 0.097

( ) ^Φ

Φ = − ⋅

⋅ Δ

≤

− ' '

max Vc c Vc

c p p

q σ σ (1)

基礎幅B

影響範囲3 B 地盤反力度:qcmax

有効土被り圧σvc

’

基礎設置による 増分応力 支持層

粘土層

圧密降伏応力：

p

有効土被り圧：σvc

’

-σ

’

( )

( ^{− σ − σ ⋅ φ} )

= ln ( q _{c max Vc} ' ) / p _{c min Vc} ' G

( ) ( ) ( )

458 . 0

15 . 0 1 ln 0 . 3 15 . 0 1 2 ln 0 1 . 1

ln ^{2 2}

−

=

+

− +

−

= 65 .

= 0 Φ

∴

(2)

( ) ^ln ( ) ₂ ^{1 ln} ( ^{1 cov 2} ) ^ln ( ^{1 cov 2} )

ln Φ = λ _p − + _p − β + _p

3.3.

ここでは、新たに規定する照査手法が現行設計へ与える 影響を確認するため、圧密沈下の影響を受けやすい大型 ケーソン基礎を対象に

5

8

-9

25

50

10

40

4ｍ～ 15ｍ、粘土層の過圧密比 OCR

1.2～ 3.5

基礎底面から粘土層上面までの厚さが

6

8

1.0

-12

5

2

20-30

表

-9

図

-11

図

-12

4.

岩盤中に設置される深い基礎について、岩盤に支持力 推定式を適用することの不確実性に対して適切な安全余 裕を担保できるように地盤反力度の上限値を設けること を検討した。一軸圧縮強度を区分として設定し、岩盤を 支持層とした場合の深い基礎として照査方法の統一化を 図った。また、地中連続壁基礎において載荷試験結果に 基づき、基礎の沈下を抑制することを関連づけた照査指 標および照査手法を提案した。

また、支持層より深い位置に圧密層が存在した場合に 正規圧密沈下が発生しないことを照査するための照査式 を提案した。新たな照査式を適用した試算では、基礎底 面から粘土層までの層厚が基礎幅の

20-30％未満のもの

参考文献

1)

:

IV

2002.

2)

:

4136

3)

:

IV

1996.

4) 岡原三知夫，小幡宏，森浩樹，津川優司:

の鉛直支持力推定法に関する研究，土木研究所資料第

2512

62.11.

5) 日本高速道路株式会社：設計要領 第二集 橋梁建設偏，

Ｈ

18.7

6)

12.6

7)

4139

2009.3

8) 奥村，土田 : 港湾技術研究所報告， Vol. 20， No. 3， 1981

C 橋

D 橋

P1 P2 P1 P2 P1 P1 P1 P2 L(m) 34 33 51 51 42 31 33 28 B(m) 40 40 13 13 21 25 33 33 D(m) 40 40 23 23 30 30 35 35

⊿qc

(kN/m²) 124 66 764 681 60 80 0 0 qc/σvc' 1.42 1.22 2.77 2.58 1.16 1.20 1.00 1.00

1.16 0.93 1.81 1.57 - 0.11 0.00 0.00 NG O K NG NG - OK OK OK

試算橋梁名 A

橋

B 橋

E 橋 基礎No.

ケーソンの長さ ケーソンの

平面寸法 粘土層上面の

荷重増分 粘土層上面の

荷重増分比 判定

⊿qc / (Φ⊿p)

⊿qc≦Φ⊿p

ＮＧ

ＯＫ

A STUDY ON PARTIAL FACTOR DESIGN METHOD FOR COLUMN TYPE FOUNDATIONS

The adoption of a reliability concept has been enthusiastically encouraged so that new design approaches or materials can be compared with current practices in terms of reliability . Accordingly，the Japanese Specifications for Highway Bridges are being revised toward the implementation of the load and resistance factor design (LRFD) format with a reliability design concept . We have completed calibrating the load and resistance factors for most commonly foundation types of shallow foundations and pile foundations . This study has dealt with column type deep foundations .

Key words： deep foundations， rock mass， maximum base subgrade reaction stress， settlement，

consolidation